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Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Optimierung eines Reduktionsverfahrens sowie Ve ah- ren zur Optimierung der Auslegung eines Reduktionsverfahrens für eisenhaltige, vorzugsweise stückige Einsatzstoffe in einem Reduktionsschacht, dem, beispielsweise aus einem Einsch Iz- vergaser, Reduktionsgas zugeführt wird, wobei ein reduziertes Produkt, beispielsweise Eisen- schwamm, für die Herstellung von flüssigem Roheisen oder flüssigen Stahlvorprodukten aus ( ein Reduktionsschacht entnommen wird.
Der Reduktionsschacht kann beispielsweise der Schacht eines Direktreduktionsverfah ns oder die Vorreduktionsstufe in fester Phase eines Schmelzreduktionsverfahrens sein. Bei letzte em werden bei der Herstellung von flüssigem Roheisen oder flüssigen Stahlvorprodukten die Einsatz- stoffe, wie Eisenerz, vorzugsweise in Stück- oder Pelletform, gegebenenfalls mit Zuschläge , in einem Reduktionsschacht direkt zu Eisenschwamm reduziert, dieser wird in eine Einschmelz er- gasung chargiert und dort unter Zufuhr von Kohlenstoffträgern und sauerstoffhältigem Gas er-
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vergasung abgezogen und in den Reduktionsschacht eingeleitet wird, wo es umgesetzt und nach erfolgter Reduktion der eisenhaltigen Einsatzstoffe als Topgas abgezogen wird.
Bei Herstellungsverfahren dieser Art ist es schwierig, das optimale Produktionsniveau a zu- schätzen, da spezielle Eigenschaften der Einsatzmaterialien, wie Festigkeit, Zerfallsneigung bei der Reduktion, Agglomeratbildung, und der Reduktionsmittel die Produktion beeinflussen.
Neue Anlagen werden auch heute noch unter der Voraussetzung von hoher Qualität des Roh- stoffes und der Reduktionsmittel betrieben, was nicht die Angebotslage am Rohstoffsektor wi er- spiegelt. Engpässe in der Rohstoffversorgung und damit verbundene Produktionsausfälle sind die Folge, da die Grenzen für den Betrieb mit Rohstoffen geringerer Qualität nicht bekannt sind.
Andererseits bestehen bei der Konstruktion neuer Reduktionsschächte mit vergrösserter der veränderter Geometrie sowie bei der Verwendung geänderter Einsatzstoffe in bestehenden Anla- gen Unsicherheiten über die Auswirkungen dieser Änderungen. Insbesondere bestehen Unsicier- heiten bezüglich des Materialflusses, der toten Zonen des Möllers und deren Rückwirkung auf den Gasfluss. Diese Unsicherheiten lassen sich auch mit Experimenten an realen Anlagen bzw an massstabsgetreuen Modellen nur zum Teil beseitigen.
Man ist daher bei der Bewertung des eo- metrieeinflusses des Reduktionsschachtes und der Rohstoffcharakteristik auf das Reduktion er- fahren weiterhin auf die Betriebserfahrung an bestehenden Reduktionsanlagen angewiesen, wobei insbesondere die Übertragung von Aussagen auf bisher unerprobte Geometrien oder Einsatzstoffe mit grossen Risiken verbunden ist und keine objektiven bzw. quantitativen Aussagen getroffen er- den können.
Bereits existierende sogenannte "Black-Box"-Modelle berücksichtigen die Vorgänge in der Re- duktionsanlage bzw. im Reduktionsschacht nur unzureichend, da diese Modelle auf empiri che Zusammenhänge angewiesen sind, aber keine Aussagen über die inneren Zustande des Re uk- tionsschachtes geben können.
Die Aufgabe der vorliegenden Erfindung besteht nun darin, in Überwindung der genannten Nachteile Verfahren zu entwickeln, mit denen ein Reduktionsverfahren im gesamten Reduktions- schacht quantitativ bewertet und das Reduktionsverfahren dadurch optimiert werden kann.
Das erfindungsgemässe Verfahren zur Optimierung eines Reduktionsverfahrens ist dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematischphysikalisch-ch mi- schen Prozessmodells beschrieben wird, wobei bei der Modellierung der chemischen und phy ika- lischen Vorgänge kinetische Ansätze verwendet werden, dass der Reduktionsschacht mehrdi en- sional, insbesondere dreidimensional, modelliert wird, dass das Prozessmodell durch on-line-Berechnung numerisch ausgewertet wird und unter Ber ck- sichtigung der aktuellen Prozessparameter und der als mehrdimensionale, insbesondere räuml che Verteilungen von physikalischen bzw. chemischen Grössen erzielten Ergebnisse des Prozessmo- dells das Reduktionsverfahren gesteuert bzw. optimiert wird.
Dadurch wird es beispielsweise dem Operator in der Warte der Reduktionsanlage ermöglicht, das Reduktionsverfahren besser zu beherrschen.
Ein weiteres erfindungsgemässes Verfahren zur Optimierung der Auslegung eines Redukti ns- verfahrens ist dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematisch- physikalisch-chemischen Prozessmodells beschrieben wird, wobei bei der Modellierung der ch emi- schen und physikalischen Vorgänge kinetische Ansätze verwendet werden,
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dass der Reduktionsschacht mehrdimensional, insbesondere dreidimensional, modelliert wird, dass durch mehrmalige off-line-Berechnung des Prozessmodells unter Variation der Geometrie des Reduktionsschachtes eine geeignete Auslegung des Reduktionsschachtes ermittelt wird.
Bei der Auslegung von neuen bzw. bei der Änderung von bestehenden Reduktionsanlagen wird auf diese Weise eine optimale Geometrie des Reduktionsschachtes ermittelt, wodurch die Be- triebskapazität im Vergleich zu nicht optimierter Geometrie erhöht wird. Die Geometrie des Reduk- tionsschachtes kann dadurch für bestimmte Einsatzstoffe, beispielsweise für den Einsatz von stük- kigen Eisenerzen, angepasst werden. Weiters kann allgemein der Einfluss einer Geometrieände- rung auf das Reduktionsverfahren untersucht werden. Anhand der Ergebnisse einer mehrmaligen Berechnung des Prozessmodells kann die für eine verbesserte Verfahrensführung notwendige Geometrie ermittelt werden.
Schliesslich ist ein weiteres erfindungsgemässes Verfahren zur Optimierung der Auslegung eines Reduktionsverfahrens dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematisch-physikalisch-chemischen Prozessmodells beschrieben wird, wobei bei der Model- lierung der chemischen und physikalischen Vorgänge kinetische Ansätze verwendet werden, dass der Reduktionsschacht mehrdimensional, insbesondere dreidimensional, modelliert wird, dass durch mehrmalige off-line-Berechnung des Prozessmodells unter Variation der Prozesspara- meter und/oder bestimmter Einsatzmaterialien und/oder der Randbedingungen das Reduktions- verfahren optimiert wird.
Dadurch werden die Auswirkung von Änderungen der Schüttung, Änderungen in der Rohstoff- zusammensetzung sowie Änderungen anderer Prozessparameter auf das Reduktionsverfahren untersucht. Anhand der Ergebnisse der mehrmaligen Berechnung des Prozessmodells können die für eine optimale Verfahrensführung notwendigen Prozessparameter bzw. Einsatzmaterialien er- mittelt werden.
Neu an dieser Erfindung ist, dass diese erstmals eine mehrdimensionale quantitative Bestim- mung der physikalischen und chemischen Grössen im gesamten Reduktionsschacht erlaubt und somit objektivierbare Aussagen über das Reduktionsverfahren getroffen werden können, sodass durch die Verwendung dieses Simulationswerkzeuges die Konstruktion und der Betrieb neuer An- lagen sowie der Betrieb bestehender Anlagen mit geänderten Einsatzstoffen mit geringerem Risiko verbunden sind.
Durch die kinetischen Ansätze werden im Prozessmodell die chemischen und physikalischen Vorgänge über ihren Zeitablauf modelliert, was eine Nachbildung des räumlichen Reaktionsverhal- tens an jedem Ort im Reduktionsschacht ermöglicht. Der Begriff kinetisch bedeutet in diesem Zusammenhang, dass ein betrachteter Vorgang mit einer bestimmten Geschwindigkeit abläuft.
Für die Erstellung des Prozessmodells werden die geometrischen Abmessungen des Reduk- tionsschachtes, die chemischen und physikalischen Eigenschaften der einzelnen am Prozess beteiligten Stoffe, die für die Lösung der Differentialgleichungen notwendigen Randbedingungen sowie die Prozessparameter, die der Führung des Reduktionsprozesses dienen, vorgegeben.
Das Ergebnis der Berechnung des Prozessmodells liefert für jede Phase zumindest die räumli- che Verteilung von Druck, Geschwindigkeit, Volumenanteil, chemische Zusammensetzung und die räumliche Temperaturverteilung im Reduktionsschacht.
Besonders vorteilhaft kann die Erfindung auf eine eingangs erwähnte Vorreduktionsstufe in fes- ter Phase eines Schmelzreduktionsverfahrens angewendet werden, indem das mathematisch-phy- sikalisch-chemische Prozessmodell für einen Reduktionsschacht, dem aus einem Einschmelzver- gaser Reduktionsgas zugeführt wird, wobei ein festes Produkt, beispielsweise Eisenschwamm, aus dem Reduktionsschacht in den Einschmelzvergaser eingebracht wird, erstellt wird.
Die Erfindung ist weiters dadurch gekennzeichnet, dass das Prozessmodell unter Berücksich- tigung der Staubablagerung und Staubredispergierung erstellt wird. Dadurch wird der Einfluss des im Reduktionsgas enthaltenen Staubes auf das Reduktionsverfahren berücksichtigt. Dies ge- schieht beispielsweise dadurch, dass die Staubablagerung durch Änderung des Volumsanteils des abgelagerten Staubes modelliert wird.
Weiters ist es vorteilhaft, wenn das Prozessmodell unter Berücksichtigung von nichtlinearen Eigenschaften des Feststoffes erstellt wird. Dies ermöglicht eine wirklichkeitsnahe Beschreibung der Feststoffströmung, insbesondere dann, wenn der Feststoff als Bingham-ähnliches Fluid mit einem Yield-Kriterium, wie einem Drucker-Prager-, Von Mises- oder Tresca-Yield-Kriterium, model-
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liert wird. Dadurch wird das Vorhandensein einer kritischen Schubspannung eines granularen Fest- stoffes berücksichtigt, sodass z B tote Zonen berechnet werden können
Dadurch, dass bei der Modellierung der chemischen und physikalischen Vorgänge Gleic ge- wichtszustände berücksichtigt werden und die Temperaturabhängigkeit berücksichtigt wird, kann das Prozessmodell noch besser auf die realen Zustände im Reduktionsschacht eingehen.
Eine bevorzugte Ausführung der Erfindung sieht vor, dass die am Prozess beteiligten Stoff im Prozessmodell einzelnen Phasen, wie z. B. der Gasphase oder mindestens einer granularen Phase oder mindestens einer Staubphase zugeordnet werden. Eine granulare Phase ist durch eine be- stimmte Korngrösse und durch ein bestimmtes Rohmaterial gekennzeichnet. Durch die Zuordn ng zu einzelnen Phasen kann jede Phase gemäss ihren physikalischen bzw. chemischen Eigensc af- ten modelliert werden.
In der Folge ist vorgesehen, dass für jede Phase eine Massenbilanz dieser Phase und die entsprechenden Komponentenbilanzen erstellt werden. Daraus können der Volumenanteil und die chemische Zusammensetzung der einzelnen Phasen im Reduktionsschacht bestimmt werden
Die Elementenanteile bestimmter chemischer Elemente, z. B. in Form von Massenante len, können aus den Komponentenbilanzen berechnet werden. So können beispielsweise zur Ber ch- nung des Metallisierungsgrades die Massenanteile von Eisen aus den Komponentenanteilen, wie Massenanteile von Fe, FeO, Fe203 in einer oder mehrerer Phasen, berechnet werden.
Weiters ist vorgesehen, dass für die Erstellung einer lmpulsbilanz und einer Energiebi anz jeweils mehrere Phasen zu einer Gruppe zusammengefasst werden, wobei die Phasen einer Gru- pe das gleiche Geschwindigkeits-, Druck- und Temperaturfeld aufweisen. Dies kann in der rm geschehen, dass die Gasphase und die Phase des im Gas dispergierten Staubes einer ersten Gruppe von gasförmigen Phasen und die granulären Phasen sowie die Phase des im Fes toff abgelagerten Staubes einer zweiten Gruppe von festen Phasen zugeordnet wird, wobei für ede dieser zwei Gruppen eine entsprechende Impulsbilanz und eine Energiebilanz erstellt wird.
D urch die Zusammenfassung der einzelnen Phasen in zwei Gruppen, die sodann als zwei Phasen be- trachtet werden, kann die Geschwindigkeits-, Druck- und Temperaturverteilung besonders ein ach erstellt werden
Durch eine modulare Behandlung der einzelnen Vorgange können diese vorerst getrenn be- trachtet werden, wobei die Lösung der Gleichungen, insbesondere Differentialgleichungen, der ein- zelnen Bilanzen mit der jeweils am besten geeigneten mathematischen Methode erfolgen kann.
Um die Berechnung des Prozessmodells durchzuführen, ist vorgesehen, dass der Redukti ns- schacht diskretisiert wird und die Bilanzen mit numerischen Methoden, wie z. B. Methode der finiten Differenzen, Methode der finiten Elemente, Methode der finiten Volumina oder Methode gewi hte- ter Residuen, gelöst werden. Dadurch ist eine hinreichend genaue und für jede Bilanz passende numerische Methode verfügbar Dabei kann die Lösung des Prozessmodells durch sukzessive Iteration der Berechnung der Bilanzen gewonnen werden.
Weiters ist vorgesehen, dass ein Teil der chemischen und/oder physikalischen Eigenschaften der am Prozess beteiligten Stoffe, insbesondere für die Modellierung der chemischen Kinetik der Staubablagerung und des Feststoffverhaltens, wie innerer Reibungswinkel und Kohäsion, aus Materialtests bestimmt wird. Dadurch wird sichergestellt, dass im Prozessmodell berücksic igte
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men.
Eine weitere Ausgestaltung der Erfindung besteht darin, dass zur Reduzierung der Reche zeit durch Ausnutzung von Symmetrien die Berechnung des Prozessmodells nur für einen dreidi en- sionalen Teilbereich des Reduktionsschachtes erfolgt.
Weiters ist vorgesehen, dass die Geometrie des Reduktionsschachtes durch Datenübertragung aus einem CAD-Programm übernommen wird. Dadurch kann eine Änderung der Geometrie des Reduktionsschachtes im Prozessmodell mit geringem Aufwand erfolgen.
Zudem ist es von Vorteil, wenn die Ergebnisse der Berechnungen grafisch, beispielsweise als Schnittdarstellung auf einem Computerbildschirm, dargestellt werden. Dadurch wird beispielsweise das Ergebnis der Auswertung des Prozessmodells in übersichtlicher und rasch erfassbarer Form als Grundlage für weitere Massnahmen am Reduktionsschacht zur Verfügung gestellt.
Die Optimierung des Reduktionsverfahrens besteht bei minimalem Verbrauch von Ro stoff und/oder Energie in einer Maximierung des Metallisierungsgrades oder im Erreichen eines vorge-
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gebenen Metallisierungsgrades des reduzierten Produkts. Die durchgeführten Auswertungen des Prozessmodells sind in dieser Hinsicht zu beurteilen.
Die Erfindung wird beispielhaft anhand der folgenden Figuren 1 bis 3 näher erläutert.
Fig.1zeigt die für die Erfindung wesentlichen Teile einer Anlage zur Durchführung eines Schmelzreduktionsverfahrens.
Fig.2 zeigt ausgehend von der Längsachse einen Längsschnitt durch einen Reduktions- schacht.
Fig. 3 zeigt eine Draufsicht auf einen Sektor des Reduktionsschachtes.
In Fig. 1 werden Eisenerz 4 und Zuschlagstoffe 5 gemeinsam gemäss Pfeil 3 in einen Reduk- tionsschacht 1 chargiert und nach erfolgter Reaktion wird das Produkt 13, im Wesentlichen Eisen- schwamm, durch Fördereinrichtungen 8 ausgetragen und in den Einschmelzvergaser 6 geführt, dem durch eine Fördereinrichtung 7 auch Kohle zugegeben wird, wobei das erschmolzene Produkt gemäss Pfeil 23 abgezogen wird. Das im Einschmelzvergaser 6 erzeugte Reduktionsgas 9 wird in einem Zyklon 11 gereinigt, wobei die abgeschiedenen Feststoffe 12 rückgeführt werden, und an- schliessend in den Reduktionsschacht 1 eingebracht, wo es nach erfolgter Reaktion als Topgas 14 abgezogen wird.
Ein Teil 16 des Reduktionsgases 9 wird über eine Kühl- und Reinigungseinrich- tung 17 geführt und anschliessend dem Reduktionsgas 9 vor dem Zyklon 11 wieder zugegeben, wodurch eine Abkühlung des Reduktionsgases 9 auf die im Reduktionsschacht 1 benötigte Tem- peratur erfolgt.
In Fig. 2 ist dargestellt, wie Rohmaterial 3, Eisenerz (z. B. mit Fe203 als Eisenträger) und Zuschlagstoffe, durch Spinnenbeine 30 in den Reduktionsschacht 1, im Folgenden kurz Schacht genannt, chargiert werden. In dem langsam nach unten bewegten Festbett 2, von dem der Schütt- kegel 32 dargestellt ist, wird das Eisenerz chemisch zu Eisenschwamm umgewandelt. Die Fest- bettbewegung, dargestellt durch zwei nach unten gerichtete Pfeile, wird durch am Boden des Schachtes 1 angeordnete Förderschnecken 38, mittels derer der Eisenschwamm 13 abgezogen wird und die ausserhalb des Schachtes 1 von Schneckenstutzen 39 umgeben sind, erzwungen.
Durch Fallleitungen 36 wird der Eisenschwamm 13 in den Einschmelzvergaser verbracht, wobei durch diese Fallleitungen gemäss Pfeil 37 Fallrohrgas in den Schacht 1 eintreten kann. Das Reduk- tionsgas 9, im Folgenden kurz Gas genannt, strömt über eine mit Einströmschlitzen 34 versehene Ringleitung 33 in den Schacht 1 und gemäss den nach oben gerichteten Pfeilen im Gegenstrom zum Festbett 2 nach oben und über zwei Leitungen 35 wieder aus dem Schacht (Topgas 14). Im Gas enthaltenes Kohlenmonoxid (CO) und Wasserstoff (H2) reagieren chemisch mit dem Eisenerz (Fe203), wodurch der Eisenschwamm (Fe) entsteht.
Fig. 3 zeigt einen Sektor des Schachtes 1 aus Fig. 2, wobei dieser Sektor ein Spinnenbein 30, das zwischen zwei Förderschnecken 38 angeordnet ist, und über den gesamten Umfang des Schachtes angeordnete Einströmschlitze 34 aufweist.
Da bei hoher Metallisierung des Eisenschwammes die Reduktionsgeschwindigkeit stark ab- nimmt, findet ein kleiner Teil der Reduktion im Einschmelzvergaser statt, sodass ein Metallisie- rungsgrad um 90% angestrebt wird.
Mit dem Eisenerz werden Zuschläge (Kalkstein, Dolomit) in den Schacht 1 chargiert, um die Roheisenentschwefelung und eine geringe Schlackenviskosität im Einschmelzvergaser 6 zu ge- währleisten. Im Schacht 1 wird aus diesen Zuschlägen Kohlendioxid ausgetrieben, d. h. dem Gas 9 zugeführt, was als Entsäuerung oder Kalzinierung bezeichnet wird.
Das Rohmaterial 3 (Eisenerz, Zuschläge) wird feucht chargiert und im oberen Teil des Schach- tes 1 getrocknet. Wasser wird dem Möller 2 (= Schüttung im Schacht = Festbett) entzogen und dem Gas 9 zugeführt. Die Rohmaterialien 3 enthalten auch Inertstoffe, die nicht an den chemi- schen Reaktionen teilnehmen, wie die Gangart beim Eisenerz.
Das in den Schacht 1 einströmende Gas 9 enthalt Staub, der im Festbett 2 zum Teil abge- schieden wird. Bereits abgeschiedener Staub kann aber durch eine hohe lokale Gasgeschwindig- keit wieder in das Gas 9 redispergiert werden.
Das Gas 9 besteht im Wesentlichen aus kohlenstoff-, Wasserstoff- und sauerstoffhältigen Kom- ponenten (Molekülen), die untereinander chemisch reagieren können, wodurch unter anderem auch fester Kohlenstoff produziert oder verbraucht wird. Daher beeinflussen diese Reaktionen den Staubgehalt im Gas 9 bzw. im Festbett 2.
Aufgrund der unterschiedlichen Eintrittstemperaturen von Gas 9 (einige hundert Grad Celsius)
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und Feststoff 2 (Umgebungstemperatur) in den Schacht 1 und aufgrund der Wärmetönung der hy- sikalisch/chemischen Umwandlungsprozesse ergeben sich Temperaturunterschiede zwischen den Feststoffen 2 und Gas 9, die durch Wärmeübergang verringert werden.
Die chargierte Rohmaterialmenge wird im allgemeinen durch die Drehzahl der Förderschr ek- ken 38 gesteuert Die durch den Schacht 1 strömende Gasmenge wird im Wesentlichen d rch Absenken des Gasdrucks oberhalb des Festbetts 2 erhöht und umgekehrt.
Ziel des Schachtbetnebs ist, den gewünschten Metallisierungsgrad des Erzes bei guter Gas- ausnutzung einzustellen, was bedeutet, dass ein möglichst grosser Anteil des im Gas vorhande en CO und H2 im Zuge der Erzreduktion zu CO2 und H20 umgesetzt wird. Daraus ergibt sich minima- ler Resourcenverbrauch, maximale Wirtschaftlichkeit und minimale Umweltbelastung. Schlechte Gasausnutzung bedeutet das Gegenteil und kann auch die Nichterreichung des gewünsc ten Metallisierungsgrades verursachen.
Aufgrund der Randbedingungen (Chargier- und Austragsorgane, Einströmschlitze) wird der Schacht zweckmässigerweise dreidimensional modelliert. Um die Rechenzeit zu verkürzen, ird daher im Allgemeinen nur ein Schachtsektor (z.B. 30 oder 60 ) betrachtet, siehe Fig. 3 betrac tet.
Dieser Sektor wird diskretisiert und die Bilanzen (Massen-, Komponenten-, Impuls- und Energie- bilanzen) werden beispielsweise für jede Zelle mit geeigneten numerischen Verfahren gelöst.
Einflüsse, die eine Asymmetrie im Schacht bewirken (zeitlich und räumlich ungleichmässige Chargierung, zum Teil verlegte Ringleitung und Einströmschlitze) können bei Betrachtung nur eines Schachtsektors durch periodische Randbedingungen oder durch hintereinander geschal ete Berechnungsläufe mit verschiedenen Randbedingungen ermittelt werden. Grundsätzlich kann eher auch der gesamte Schacht berechnet werden, wodurch längere Rechenzeiten entstehen.
Bei der Modellierung werden die Stoffe einzelnen Phasen zugeordnet. Das Gas bildet ine eigene Phase und der im Gas mitgeführte Staub und der ins Festbett abgeschiedene Staub bil en je eine eigene Phase
Jede Kornklasse und jedes Rohmaterial (Erz, Kalkstein,..) stellt eine eigene granulare Phase dar. Daher ist die Anzahl der granularen Phasen gleich dem Produkt der Anzahl der Rohmat ria- lien mal der Anzahl der Kornklassen. Z. B. bei 4 Rohmaterialien - 2 Erzsorten, Kalkstein und Dplo- mit - und 6 Kornklassen zwischen 0 mm und 50 mm liegen 24 granulare Phasen vor. Insgesamt liegen dann die Anzahl der granularen Phasen (z. B. 24) + zwei Staubphasen + eine Gasphase vor, also z. B. 27 Phasen vor.
In einem dreidimensionalen Modell gibt es im Allgemeinen für jede Phase + eine Massenbilanz, + m-1 Komponentenbilanzen bei m Komponenten.
+ eine vektorielle Impulsbilanz, + eine Zustandsgleichung und + eine Energiebilanz.
Jede Phase weist eine eigene Geschwindigkeit, eigenen Druck und eigene Temperatur auf.
Masse, Impuls und Wärme werden zwischen den Phasen ausgetauscht. Daraus folgen für jede Phase # Volumenanteil der Phase, ' # Komponentenanteile innerhalb der Phase # Geschwindigkeit in drei Richtungen, i
Druck und # Temperatur.
Aber nur bei der Berechnung der Volumenanteile und der Komponentenanteile innerhalb der einzelnen Phasen ist diese strenge Vorgangsweise absolut notwendig. Die Berücksichtigung von Diffusion in den granularen Phasen und in den Staubphasen ist möglich, aber nicht erforderlich.
Für die Impuls- und Energiebilanzen werden zweckmässigerweise mehrere Phasen zu Pha en- gruppen zusammengefasst. Z. B. umfasst eine Gruppe alle granulären Phasen und die in der Schüttung abgelagerte Staubphase, und eine weitere Gruppe umfasst die Gasphase und die im Gas dispergierte Staubphase. In diesem Fall weisen alle granularen Phasen und die in der S üt- tung abgelagerte Staubphase ein gemeinsames Geschwindigkeits-, Druck- und Temperaturfeld auf Davon verschieden ist das gemeinsame Geschwindigkeits-, Druck- und Temperaturfeld der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase.
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Im Folgenden wird die Modellbildung für die einzelnen Phasen beschrieben. Die Bilanzen werden von einem raumfesten Koordinatensystem aus betrachtet (Euler'sche Betrachtungsweise).
Massen-, Impuls- und Energieströme, Quellen und Senken von Masse und Energie sowie äussere Kräfte werden pro Zellenvolumen betrachtet.
Die Massenbilanz einer Phase q um eine beliebige Gitterzelle im Reduktionsschacht ist: # Die zeitliche Änderung der Massendichte einer beliebigen Phase q (Gas, granular, Staub) + # die Summe aller konvektiven Massenströme, die in die und aus der Zelle treten # der Summe aller Massenquellen und-senken der Phase q in einer Zelle.
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#q Volumenanteil der Phase q [-] pq Dichte der Phase q [kg/m3] #q Geschwindigkeit der Phase q [m/s]
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t Zeit [s]
Die Komponentenbilanz einer Komponente I in einer beliebigen granulären oder Staubphase q (nicht Gasphase) um eine beliebige Gitterzelle im Reduktionsschacht ist:
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Phase q (granular oder Staub) + . die Summe aller konvektiven Massenströme einer Komponente I, die in die und aus der
Zelle treten . der Summe aller Massenquellen und-senken der KomponenteI in der Phase q.
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#q Volumenanteil der Phase q [-] pq Dichte der Phase q [kg/m3] mql Massenanteil der Komponente I in der Phase q [-] Vq Geschwindigkeit der Phase q [m/s]
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t Zeit [s]
Bei der Komponentenbilanz der Gasphase g um eine beliebige Gitterzelle im Reduktionsschacht kann es sinnvoll sein, einen Diffusionsstrom zu berücksichtigen, z B. dann wenn die Vermischung zwischen Reduktionsgas und Fallrohrgas berechnet werden soll.
Im Allgemeinen ist die Berücksichtigung eines Diffusionsstromes nicht unbedingt erforderlich: * Die zeitliche Änderung der Massendichte einer Komponente I (z.B. CO, H2 etc. ) in der Gas- phase g + * die Summe aller konvektiven Massenströme einer Komponente I, die in die und aus der
Zelle treten # Diffusionsstrom der Komponente I + der Summe aller Massenquellen und-senken der Komponente I in der Gasphase g.
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mit #g Volumenanteil der Gasphase g [-] pg Dichte der Gasphase g [kg/m3]
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vg Geschwindigkeit der Gasphase g [m/s] mpgl Massenstrom der Komponente I aus der Phase p in die Gasphase g [kg/(m3 s)]
Dgl Diffusions- oder Dispersionskoeffizient der Komponente I in der Gasphase g [kg/(m3 s V Nabla Operator in Vektorform [#/#x;#/#y; #/#z ] [1 Im]
N Anzahl der Phasen #x #y #z t Zeit [s]
Elementenbilanzen müssen nicht aufgestellt werden. Zur Überprüfung (z.B. der Metallisiert ng) werden aus den Komponentenanteilen (z.B.
Massenanteile von Fe, FeO, Fe203 in einer oder rr eh- rerer Phasen) Elementenanteile (z B Massenanteile von Fe, 0) berechnet.
Die Impulsbilanzen werden nicht unbedingt individuell für jede Phase, sondern können auch für Gruppen von Phasen erstellt. Z. B sind folgende Phasengruppen für die Impulsbilanzen sinnvoll:
Gruppe q umfasst die Summe aller granularen Phasen und die in der Schüttung abgelag rte
Staubphase,
Gruppe g umfasst die Gasphase und die im Gas dispergierte Staubphase.
Die vektorielle Impulsbilanz für die Gruppe aller granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase ist . Die zeitliche Änderung der Impulsdichte der granularen Phasen und der in der Schuttung abgelagerten Staubphase in einer Zelle + . der Summe aller konvektiven Impulsströme der granulären Phase und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase aus und in eine Zelle + # Impulsstromquellen und-senken, die eine Konsequenz von Massenquellen und -senke in den granularen Phasen und in der in der Schüttung abgelagerten Staubphase sind * der Auftriebskraft durch die kontinuierliche Phase (Gas) + * der Druckkraft der granularen Phasen und der Staubphase in der Schüttung auf die Zelle + .
Kräfte aufgrund von Schubspannungen und Normalspannungen (Spannungsdeviator) + * der Gravitationskraft + . der Widerstandskraft zwischen Gas und den Feststoffen durch die Haftung des Gase an der Feststoffoberflache
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#q Volumenanteil der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staub ha- se [-] pq Dichte der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubp ase [kg/m3] #q Geschwindigkeit der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staub- #q phase [m/s] vg Geschwindigkeit der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase g [m/s] pg Druck der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase g [Pa] pq Druck der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten
Staubp ase ("Schüttdruck") [Pa] #q Spannungsdeviator der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase [Pa]. Enthält als Parameter den inneren Reibungswinkel und Kohäsion. g Vektor der Gravitationsbeschleunigung [m/s2] Kgq Koeffizient des Impulsaustausches zwischen der granularen Phasen und der in der
Schüttung abgelagerten Staubphase q einerseits und der Gasphase und der im Gas dis- pergierten Staubphase g andererseits (wird aus Ergun Gleichung abgeleitet)
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D/Dt totales Differential #x' #y' #z
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t Zeit [s]
Die Impulsbilanz für die Gruppe der Gasphase und der Staubphase im Gas g unterscheidet sich formal von der Impulsbilanz der granulären Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase q nur durch den Wegfall der Auftriebskraft:
# Die zeitliche Änderung der Impulsdichte der Gasphase und der im Gas dispergierten Staub- phase in einer Zelle + # der Summe aller konvektiven Impulsströme der Gasphase und der im Gas dispergierten
Staubphase aus und in eine Zelle + # Impulsstromquellen und-senken, die eine Konsequenz von Massenquellen und-senken in der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase sind # der Druckkraft der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase auf die Zelle + # Kräfte aufgrund von Schubspannungen und Normalspannungen (Spannungsdeviator) + * der Gravitationskraft + * der Widerstandskraft zwischen Gas und den Feststoffen durch die Haftung des Gases an der Feststoffoberfläche.
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mit Eg Volumenanteil der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase [-] pg Dichte der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase [kg/m3] vq Geschwindigkeit der granulären Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staub- phase [m/s] #g Geschwindigkeit der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase g [m/s] pg Druck der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase g [Pa] #g Spannungsdeviator der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase [Pa] # Vektor der Gravitationsbeschleunigung [m/s2] Kqg Koeffizient des Impulsaustausches zwischen der granularen Phasen und der in der
Schüttung abgelagerten Staubphase q einerseits und der Gasphase und der im Gas dis- @ pergierten Staubphase g andererseits (wird aus Ergun
Gleichung abgeleitet)
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D/Dt totales Differential #x,#y,#z t Zeit [s]
Als Beispiel werden die Energiebilanzen wieder für die unter den Impulsbilanzen erwähnten beiden Phasengruppen angefuhrt:
Gruppe q umfasst die Summe aller granularen Phasen und die in der Schüttung abgelagerte
Staubphase,
Gruppe g umfasst die Gasphase und die im Gas dispergierte Staubphase.
Die Energiebilanz für die Gruppe aller granularen Phasen und den Staub in der Schüttung lautet: # Die zeitliche Änderung der Enthalpiedichte der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase in einer Zelle + # der Summe aller konvektiven Enthalpieströme der granularen Phasen und der in der Schüt- tung abgelagerten Staubphase aus und in eine Zelle # Wärmeleitungsstrom durch granulare Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staub- phase + # Wärmeübergangsstrom auf alle granulare Phasen und die in der Schüttung abgelagerten
Staubphase + # Enthalpiequellen und-senken, die eine Konsequenz von Massenquellen und-senken der
Komponenten in den granularen Phasen und in der Staubphase der Schüttung sind.
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#q Volumenanteil der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten St ub- phase q [-] pq Dichte der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase q [kg/m3] hq Enthalpie der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase q [J/kg] #q Geschwindigkeit der granulären Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staub- phase [m/s] #q Wärmeleitfähigkeit der Phasengruppe q [W/(m K)
] Hgq Wärmeaustauschkoeffizient zwischen den beiden Phasengruppen [W/K] Tq Temperatur der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelagerten Staubphase q [K] Tg Temperatur der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphase g [K] N Anzahl der Phasen M Anzahl der Komponenten #pql Massenstrom der KomponenteI aus der Phase p in die Phase q [kg/(m3 s)] hl Enthalpie der Komponente I [J/kg]
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t Zeit [s] #x #y #z
Die Energiebilanz für die Gruppe der Gasphase und der im Gas dispergierten Staubphas ist formal gleich wie für die Gruppe der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelag rten Staubphase. Man erhält sie durch Ersetzen des Index q durch g.
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(Schachtsektor) vorgegeben oder vorteilhafter aus Zustandsgleichungen bestimmt werden, s ehe z. B. N. Ouchiyama und T.
Tanaka 1988 "Porosity Estimations of Mixed Assemblages of Solid #ar- ticles with Different Packing Characteristics", Journal of Chemical Engineering of Japan, 21(2): 57- 163 oder Johansen S.T., Laux H. "An Alternative Method for Numerical Solution of Dispersed ulti- phase Flow Equations", Proceedings of the 2nd International Conference of Multiphase FI w", Kyoto, Japan 1995. Die Volumentanteile der Staubphasen ergeben sich aus der Massenbilan der Staubphasen. Damit ist auch der Volumenanteil der Gasphase festgelegt, denn die Summe der Volumenanteile aller Phasen in einer Zelle ist gleich Eins.
Die Widerstandskraft in den Impulsbilanzen kann aus allen bekannten Gleichungen, durch wel- che vorteilhaft die Strömung von Gas durch poröses Medium modelliert werden kann, abgeleitet werden, z.B durch die Ergungleichung, siehe z.B. "Fluid flow through packed columns", Sabn Er- gun, 1952, Chemical Engineering Progress, 48 (2):89-94. DerEinfluss von Entmischung, Stau ab- lagerung und Hohlräumen auf die Gasströmung werden durch Stoffwerte erfasst, wie: örtlicher Volumenanteil der granularen Phasen und der in der Schüttung abgelag rten
Staubphase # örtlicher mittlerer Partikeldurchmesser und # örtlicher Formfaktor.
Die Auswirkung von Temperatur, Staubströmung und chemischen Reaktionen auf die rest- stoffströmung wird durch durch geeignete Parameter in den Impulsbilanzen der festen Ph sen erfasst, wie z. B. durch den inneren Reibungswinkel und die Kohäsion. Damit können Phänomene wie Kernfluss bzw. Bildung toter Zonen zwischen den Austragsorganen (z.B. Förderschnecken) oder Brückenbildung berechnet werden. Durch die Abhängigkeit dieser Parameter von örtlichen Zuständen wie z.B. Temperatur, Staubvolumenanteil, Schwefel-Gehalt, können auch anomale Schachtzustände berechnet werden, die durch "Sticking", "Agglomeration" oder "Clustering" ( An- einanderhaften von Partikeln aufgrund chemischer Bindung, wie Fe-Fe- oder Fe-S-Bindung, oder aufgrund einer zwischen Partikeln vorhandenen flüssigen Phase) verursacht werden.
Der Einfluss von Entmischung kann näherungsweise über die Randbedingungen berücksichtigt werden (Setzen einer Korngrössenverteilung mit erhöhtem Feinanteil im Spinnenbein). Swelling (= Volumszunahme von Partikeln während der Reduktion) kann näherungsweise durch Angabe
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einer geringen Dichte von FeO abgeschätzt werden. Der Einfluss von Kornzerfall und Abrieb wird über geeignete Quell-Senk-Terme in den Massenbilanzen der groben granularen Phasen berück- sichtigt.
Im Folgenden wird auf die Zusammensetzung der Phasen eingegangen. Jede Phase enthält Komponenten, die an bestimmten physikalisch/chemischen Umwandlungsprozessen teilnehmen.
Alle festen Komponenten, die an keiner physikalisch-chemischen Umwandlung teilnehmen (Gang- art bzw. A1203, Si02, etc), können als eine Inertstoffkomponente zusammengefasst werden. Z.B. ist folgende Zusammensetzung von Gasphase, Staubphasen bzw. granularen Phasen sinnvoll:
Gas : CO, CO2, H2, H20(g), CH4, N2
Erz1 und Erz2: Fe203, FeO, Fe, H2O(I), Inertstoffe
Kalkstein, Dolomit: MgC03, MgO, CaC03, CaO, H20(I), Inertstoffe Staub im Gas : C,Inertstoffe
Staub im Festbett: C, Inertstoffe
Die Modellgleichungen gelten auch, wenn z. B. noch mehr Komponenten im Staub oder zusätz- liche Komponenten wie H2S oder Cyanide berücksichtigt werden. Nur die Rechenzeit wird entspre- chend länger.
In den Quell-/Senktermen der angeführten Bilanzgleichungen sind physikalisch/chemische Um- wandlungsprozesse berücksichtigt wie z.B.
# Trocknung aller granularen Phasen # Erzreduktion mit CO und H2 in mehreren Stufen (Hämatit - Magnetit - Wüstit - Eisen), wobei schnelle Reduktionsstufen wie z.B. die Magnetitstufe übersprungen werden können.
# Kalzinierung von Kalkstein und Dolomit # Chemische Reaktionen im System C-H-O: Boudouard-Reaktion, homogene und heterogene
Wassergasreaktion, Methanzerfallsreaktionen # Staubabscheidung/Staubredispergierung: Abscheidung des im Gas enthaltenen Staubes in das Festbett bzw. Redispergierung des im Festbett enthaltenen Staubes in das Gas # Kornzerfall, Abrieb.
Als Beispiel sei die Bilanzierung der Komponente "Kohienmonoxid" (CO) angeführt. CO kommt nur in der Gasphase vor. Quell/Senkterme in der CO Bilanz entstehen durch Erzreduktion und durch chemische Reaktionen im System C-H-0 wie z. B. der Boudouard Reaktion. In der CO-Bilanz mitbeteiligte Phasen sind damit alle Erz- und Staubphasen.
Die Quellen und Senken in den Bilanzen können beliebig modelliert werden. Besonders vor- teilhaft werden sie aus einem Potential (z. B. Abstand zum thermodynamischen Gleichgewicht) und einem Geschwindigkeitsterm (z.B. Arrhenius-Koeffizient, Produktschichtdiffusions-Koeffizient, Stoffübergangs-Koeffizient) zusammengesetzt. Die Quellen und Senken können weiters beispiels- weise in Abhängigkeit von der Temperatur T erstellt werden, also für verschiedene Temperaturbe- reiche verschiedene Form haben oder erst ab einer bestimmten Temperatur wirksam werden. Bei Feststoffen wird der Formfaktor und der mittlere Korndurchmesser in die Berechnung der Quellen und Senken mit einbezogen.
Bei der Staubablagerung/Staubredispergierung ist der maximal mögli- che Staubvolumenanteil in der Schüttung ausschlaggebend, der abhängig ist von der Korngrössen- verteilung der Schüttung und der lokalen Gasgeschwindigkeit. Staubablagerung erfolgt dann, wenn der Volumenanteil des abgeschiedenen Staubes kleiner als dessen Gleichgewichtswert ist, die Staubredispergierung findet statt, wenn der Volumenanteil des abgeschiedenen Staubes grösser als dessen Gleichgewichtswert ist.
Für die Formulierung der Quellen und Senken der chemischen Vorgänge werden übliche Para- meter verwendet, wie z.B. Reaktionsordnung bezüglich des Umsatzes und stöchiometrische Koeffi- zienten.
Aufgrund der Dominanz der Wärmetönungen der chemischen Reaktionen und um Rechenzeit zu sparen, wurden bei den Energiebilanzen die mechanische Arbeit und die Energiedissipation durch Reibung nicht berücksichtigt. Die Ergebnisse würden sich dadurch nicht wesentlich ändern.
Die Lösung der Modellgleichungen erfordert Randbedingungen. Diese können gemäss eines bestehenden oder gewünschten Mess- und Regelschemas aufgestellt werden. Wenn z. B. im Be- trieb der Druck im Reduktionsgas und im Fallrohrgas und die Topgasmenge gemessen werden, so werden im mathematischen Modell Druckrandbedingungen an den Einlässen des Fallrohrgases und des Reduktionsgases und eine Geschwindigkeitsrandbedingung für die Gasphase an der
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Mölleroberfläche gesetzt.
Durch geeignet gewählte Randbedingungen können auch komplizierte Anlagenteile, wie z.B.
Austragsorgane modelliert werden. Dazu braucht nicht die exakte Geometrie und die Beweg ng des Austragsorgans modelliert werden, sondern es wird das Abzugsverhalten in Form ner Geschwindigkeitsrandbedingung modelliert. Z. B der Austrag des Möllers 2 kann durch eine Ge- schwindigkeitsrandbedingung am Austragsorgan erfolgen (z.B an der Schneckenumhüllend = gedachter Zylinder um Windungen der Förderschnecke 38). Dadurch braucht die Schnecke be- wegung selbst nicht modelliert werden.
Die Randbedingungen müssen nicht auf Werte beschränkt sein, sondern es können auch Profile von Druck, Geschwindigkeit, Temperatur, Massen- und Volumenanteilen vorgegeben er- den. Durch periodische Randbedingungen können auch asymmetrische Bedingungen in einem Schachtsektor nachvollzogen werden.
Die Bilanzgleichungen und Randbedingungen enthalten Stoffwerte und Parameter, die einer- seits der Standardliteratur entnehmbar sind wie z.B. Molmassen, Reindichten, Wärmekapazitäten, Wärmeleitfähigkeit der Feuerfestauskleidung; und andererseits experimentell ermittelt werden müs- sen, wie z. B die inneren Reibungswinkel, reduktionskinetische Parameter, Abzugscharakte istik der Austragsorgane. Dadurch wird eine rohstoff- und anlagenspezifische Berechnung des Sch cht- betriebszustandes ermöglicht.
Um eine realistische Beschreibung der Feststoffströmung zu gewährleisten, muss besonderes Augenmerk auf das zur Bestimmung des Spannungsdeviatoren bzw. Spannungstensors ben igte Materialgesetz gelegt werden. Am einfachsten anzuwenden ist das in der Strömungsmec nik standardmässig verwendete lineare Materialgesetz für "Newtonsche Flüssigkeiten". Damit ist an aber nicht in der Lage, Phänomene wie Schüttkegel oder tote Zonen, die bei granularen Mat iali- en auftreten, zu beschreiben. Dafür müssen nichtlineare Materialgesetze herangezogen werde .
Das für dieses Verfahren entwickelte Materialgesetz für die granulare Strömung, das Span- nungstensor und Geschwindigkeitsgradienten in Verbindung setzt, ist eine Verallgemeinerung des klassischen Bingham-Materialgesetzes ("Flows of Materials with Yield", T. C. Papanastasiou, 1987, Journal of Rheology 31 (5), 385-404). "Bingham-Fluide" sind üblicherweise Materialien mit kon tan- ter kritischer Schubspannung, deren Materialgesetz erst dann Bewegung zulässt, wenn die tat- sächlich vorherrschende Schubspannung die kritische Schubspannung überschreitet. Diese kriti- sche Schubspannung tritt auch bei granularen Medien auf, dort kann sie aber nicht als konstant angenommen werden, sondern ist abhängig von Feststoffdruck und Materialparametern, wie z.B. vom inneren Reibungswinkel des Materials und von der Kohäsion des Feststoffs.
Die Grenze zwi- schen Ruhezustand und Bewegung wird deshalb z. B. durch ein Drucker-Prager-Yield-Krit rium beschrieben "Constitutive Equations for Engineering Materials, Volume 1 : Elasticity and Model- ling", W F. Chen and A. F. Saleeb, 1994, Elsevier, Amsterdam [u. a.] und "Phenomenol ical models of viscoplastic, thixotropic, and granular materials", A. Berker and W. E. VanArsdale, 992, Rhelogica Acta 31,119-138.
Die Dichte der Gasphase wird durch das ideale Gasgesetz festgelegt (unter Heranziehun der mittleren Molmasse), das für die betrachteten Gasdrücke (bis 5 bar) ausreichend ist. Die Dicht der anderen Phasen ergeben sich aus den Anteilen und Reindichten der Komponenten.
Im Stoffwert effektive Wärmeleitfähigkeit #q ist auch jener Strahlungsanteil berücksichtigt, der Wärme von Partikel zu Partikel transportiert.
Durch die erfindungsgemässe Ausgestaltung des Prozessmodells können folgende Vorgänge im Reduktionsschacht bzw. Stoffeigenschaften erfasst und beschrieben werden: # Inhomogenitäten in der Zusammensetzung des Möllers (Erz, Zuschläge) können urch mehrfache Berechnung des Prozessmodells mit unterschiedlichen Bedingungen an den
Spinnenbeinen simuliert werden.
# Der Einfluss der lokalen Korngrössenverteilung auf die Gasströmung im Möller kann berück- sichtigt werden.
# Die Feuchtigkeit des Möllers und die in diesem enthaltenen Inertstoffe werden berüc sich- tigt.
* Die Auswirkung der Schachtgeometrie wie z. B. konische Erweiterungen auf die Prozes e im
Schacht werden quantitativ erfasst.
Die Geometrie der Chargier- und Austragsorgane wird berucksichtigt, wie dass der öller
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über Spinnenbeine chargiert wird und über Förderschnecken, die jeweils nur einen Teil der
Schachtquerschnittsfläche abdecken, entnommen wird.
# Das Gas strömt von Einströmschlitzen in der Wand des Schachtes radial nach innen.
# Die Mölleroberflache ist als Schüttkegel ausgebildet, was Auswirkungen auf die Gasströ- mung hat. Das Gas tritt aufgrund der Schüttkegel bevorzugt in möglichst grossem radialen
Abstand von den Spinnenbeinen aus.
# Die örtliche spezifische Gasmenge hängt vom örtlichen Lückengrad, dem örtlichen mittle-ren
Partikeldurchmesser und der örtlichen Partikelform, d. h. vom Grad der Entmischung und von der Verstaubung ab. Je kleiner der örtliche Lückengrad und der örtliche Partikel- durchmesser und je unkugeliger die örtlichen Partikel sind, desto geringer ist die örtliche spezifische Gasmenge.
# Durch Staub verlegte Teile der Ringleitung und/oder Einströmschlitze bewirken eine un- gleichmässige Durchgasung des Möllers.
# Hohe Staubfrachten können Kanalbildung (Channeling) verursachen. Gas strömt durch diese Kanäle im Möller nach oben ohne Reduktionsarbeit zu leisten. Dies kann für die Gas- strömung durch Vorgabe von Anfangsbedingungen berücksichtigt werden.
# Der Wärmeübergang zwischen Gas und den Feststoffen wird berücksichtigt.
Das Reduktionspotential des Gases wird durch chemische Reaktionen im System C-H-0 verändert. Z. B. durch die Boudouard Reaktion und die heterogene Wassergasreaktion wird
CO und H2 in staubförmigen Kohlenstoff (C(s)). CO2 und H20 umgewandelt und ist damit verloren für die Eisenerzreduktion.
* Ein hoher örtlicher Anteil an Kalkstein und Dolomit limitiert Temperatur und verringert
Reduktionspotential, da die Kalzinierung endotherm ist und CO2 freigesetzt wird.
* Die lokalen spezifischen Gasmengen werden dadurch, dass das Gas von der Wand her in den Möller strömt, was eine ungleichmässige Verteilung des Staubes im Möller ergibt, be- einflusst. Die Staubverteilung im Schacht folgt aus der Rechnung.
* Das Gas strömt nicht nur über den Weg Zyklon - Ringleitung - Einströmschlitze in den
Schacht, sondern ein Teil des Reduktionsgases nimmt den Weg direkt aus dem Ein- schmelzvergaser über die Fallrohre in den Schacht.
# In konvergenten Schachtabschnitten (= Querschnittsverengung nach unten) und im Be-reich der Forderschnecken kann Kernfluss auftreten.
Wenn der Möller eine bestimmte Druckfestigkeit erhält - z. B. durch Sticking oder Agglome- ration bzw. durch chemische Bindungen zwischen Partikeln, durch verflüssigte, wieder erstarrte Inertstoffe, durch eingelagerten Staub - können sich Brücken über den Förder- schnecken bilden.
# Je höher die Temperatur im Schacht ist, desto stärker treten die für das Sticking verant- wortlichen Prozesse auf (Sintern, flüssige Gangart oder flüssige Eisen-Schwefel Verbin- dungen). Die maximale zulässige Temperatur wird durch Sticking/Agglomeration begrenzt.
Das Zusammenwirken von rohstoffspezifischen Daten wie z. B. reaktionskinetische Parameter von Erzen, von operatorspezifischen Massnahmen wie z. B. spezifische Gasmenge, von Geometrie- und/oder Massstabsänderungen wie z. B. längere Austragsschnecken, und deren Auswirkung auf die Leistung des Schachtes kann quantitativ untersucht werden.
Indirekt durch das Modell berücksichtigt werden auch folgende Vorgänge, die sich vor allem aus der berechneten Druckverteilung ablesen lassen : # Der Möller sinkt nicht gleichmässig über den gesamten Querschnitt ab, sondern wo örtlich die Lockerungsgeschwindigkeit überschritten wird, kann der Möller "hängen". Die Locke- rungsgeschwindigkeit ist jene Leerrohrgeschwindigkeit des Gases, bei der der gasseitige vertikale, spezifische Druckverlust gleich dem vertikalen Schüttdruck ist (= Produkt von
Schüttdichte des Möllers mal Erdbeschleunigung, wenn die Abstützung des Möllers an der
Wand bzw. ruhender Schüttung vernachlässigt wird).
# Der Betrag der Gasgeschwindigkeit beim Eintritt in den Schacht ist viel grösser als die Lok- kerungsgeschwindigkeit. Wenn die Gaspermeabilität im Unterschacht zu gering ist, können sich ausgehend von den Einströmschlitzen Hohlräume und partielle Hänger bilden.
Durch das erfindungsgemässe Verfahren ist es möglich, dass Reduktionsverfahren und die
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Produktqualität durch Veränderung der Geometrie bzw. der Prozessparameter bei verschiedenen Rohstoffen zu optimieren. Dadurch kann die Palette der zum Einsatz gelangenden Rohstoff er- weitert werden.
PATENTANSPRÜCHE:
1. Verfahren zur Optimierung eines Reduktionsverfahrens für eisenhaltige, vorzugsweise stückige Einsatzstoffe (3) in einem Reduktionsschacht (1), dem, beispielsweise aus einem
Einschmelzvergaser (6), Reduktionsgas (9) zugeführt wird, wobei ein reduziertes Pr ukt (13), beispielsweise Eisenschwamm, für die Herstellung von flüssigem Roheisen oder lüs- sigen Stahlvorprodukten (23) aus dem Reduktionsschacht (1) entnommen wird, dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematisch-physikalisch-chemischen ro- zessmodells beschrieben wird, wobei bei der Modellierung der chemischen und physi cali- schen Vorgänge kinetische Ansätze verwendet werden, dass der Reduktionsschacht (1) mehrdimen,sional, insbesondere dreidimensional, model- liert wird,
dass das Prozessmodell durch on-line-Berechnung numerisch ausgewertet wird und unter
Berücksichtigung der aktuellen Prozessparameter und der als mehrdimensionale, in be- sondere räumliche Verteilungen von physikalischen bzw. chemischen Grössen erzielten
Ergebnisse des Prozessmodells das Reduktionsverfahren gesteuert bzw. optimiert wird
2.
Verfahren zur Optimierung der Auslegung eines Reduktionsverfahrens für eisenhäl ige, vorzugsweise stückige Einsatzstoffe (3) in einem Reduktionsschacht (1),dem, beisp els- weise aus einem Einschmelzvergaser (6), Reduktionsgas (9) zugeführt wird, wobei ein reduziertes Produkt (13), beispielsweise Eisenschwamm, für die Herstellung von flüssi em
Roheisen oder flüssigen Stahlvorprodukten (23) aus dem Reduktionsschacht (1) entn m- men wird, dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematisch-physikalisch-chemischen ro- zessmodells beschrieben wird, wobei bei der Modellierung der chemischen und physi ali- schen Vorgänge kinetische Ansatze verwendet werden, dass der Reduktionsschacht (1) mehrdimensional, insbesondere dreidimensional, model- liert wird,
dass durch mehrmalige off-line-Berechnung des Prozessmodells unter Variation der Geo- metrie des Reduktionsschachtes (1) eine geeignete Auslegung des Reduktionsschac tes ermittelt wird.
3. Verfahren zur Optimierung der Auslegung eines Reduktionsverfahrens für eisenhäl ige, vorzugsweise stückige Einsatzstoffe (3) in einem Reduktionsschacht (1), dem, beispels- weise aus einem Einschmelzvergaser (6), Reduktionsgas (9) zugeführt wird, wobei ein reduziertes Produkt (13), beispielsweise Eisenschwamm, für die Herstellung von flüssigem
Roheisen oder flüssigen Stahlvorprodukten (23) aus dem Reduktionsschacht (1) entnom- men wird, dadurch gekennzeichnet, dass das Reduktionsverfahren mittels eines mathematisch-physikalisch-chemischen ro- zessmodells beschrieben wird, wobei bei der Modellierung der chemischen und physi ali- schen Vorgänge kinetische Ansätze verwendet werden, dass der Reduktionsschacht (1) mehrdimensional, insbesondere dreidimensional, model- liert wird,
dass durch mehrmalige off-line-Berechnung des Prozessmodells unter Variation der ro- zessparameter und/oder bestimmter Einsatzmaterialien und/oder der Randbedingurgen das Reduktionsverfahren optimiert wird.
4. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 3, dadurch gekennzeichnet, dass das ro- zessmodell unter Berücksichtigung der Staubablagerung und Staubredispergierung er teilt wird.